转炉氧枪枪位对炼钢熔池流速的影响

第36卷增刊1 北京科技大学学报 Vol.36 Suppl.1 2014年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2014 转炉氧枪枪位对炼钢熔池流速的影响 李智峥，朱荣，刘润藻，吕明四，王慧知 北京科技大学治金与生态工程学院，北京100083 ☒通信作者，E-mail:lvmingsteel@l63.com 摘要转炉炼钢利用供氧枪位的改变实现前期化渣、中期脱碳升温以及后期强化搅拌的目的.本文基于1001炼钢转炉，研 究了四孔超音速氧枪喷吹时枪位变化对熔池流动状况的影响.研究发现：低枪位有利于增加射流冲击深度，加速熔池表层钢 液：高枪位有利于增大射流冲击面积，促进钢液速度在径向方向上均匀分布，增加熔池底部钢液速度.随着枪位从1.2提高 至1.8m,冲开渣层的直径从2.119m增加为2.645m,射流的冲击深度显著降低. 关键词炼钢：钢液：流速：供氧：枪位 分类号T℉713.1 Effect of oxygen lance position on the flow velocity of molten steel in BOF LI Zhi-zheng,ZHU Rong,LIU Run-zao,LU Ming,WANG Hui-zhi School of Metallurgical and Ecological Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China Corresponding author,E-mail:Ivmingsteel@163.com ABSTRACT In the converter steelmaking process,oxygen lance position is adjusted to realize slagging,decarburization,heating and stirring.The effect of oxygen lance position on molten pool flow was studied when blowing by a four-hole supersonic oxygen lance in a 100t converter.It is found that low lance position has significant benefit to increase the impact depth and the flow velocity of molten steel at the surface,but high lance position is in favor of enlarging the jet flow impact area,improving the uniform velocity distribution of molten steel in the radial direction and increasing the flow velocity of molten steel at the furnace bottom.When the lance position in- creases from 1.2 m to 1.8 m,the impact cavity of the slag layer enlarges from 2.119m to 2.645m and the impact depth of jet flow de- creases obviously. KEY WORDS steelmaking;molten steel:flow velocity:oxygen supply:lance position 转炉炼钢是采用超音速氧枪向熔池供氧完成脱 壁底部钢液流动速度较小.相关研究主要集中在气 磷、脱碳及升温的治金任务·超音速氧气射流与熔 体射流和熔池的搅拌方面. 池接触时对熔池产生强烈的冲击作用，实现熔池 我国钢铁企业的转炉炼钢主要采用“恒压变 中气体、炉渣和金属液的三相流动回，改善氧气与 枪”的操作方式，即通过供氧枪位的控制实现前期 熔池中元素反应的接触面积，加速熔池流动. 化渣、中期脱碳升温、后期强化搅拌6-；但有关枪 目前，数值模拟技术己广泛应用于研究钢铁治 位变化对炼钢熔池流动的影响鲜有研究。本文基于 金过程的流场分布.Asahara等利用CFD模拟 100t转炉，采用四孔超音速氧枪，研究氧枪枪位的 研究了冲击凹坑形状和喷溅特性与多孔氧枪的顶吹 改变对转炉炼钢熔池流场的影响. 特性之间的关系：徐栋等的利用三维数值模拟研究 1模型建立 了100t顶吹转炉炉内不同时期冲击形貌和速度分 布以及熔池内部不同深度处速度分布情况，发现顶 1.1控制方程 吹转炉冲击凹坑处钢液具有较大的速度，炉底和炉 炼钢气液两相流模型采用的是VOF模型.VOF 收稿日期：201308-15 基金项目：“十二五”国家科技支撑资助项目(2012BAC27B01) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.s1.004:http://jourals.ustb.edu.cn

第 36 卷 增刊 1 2014 年 4 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 Suppl． 1 Apr． 2014 转炉氧枪枪位对炼钢熔池流速的影响 李智峥，朱 荣，刘润藻，吕 明，王慧知 北京科技大学冶金与生态工程学院，北京 100083  通信作者，E-mail: lvmingsteel@ 163． com 摘 要 转炉炼钢利用供氧枪位的改变实现前期化渣、中期脱碳升温以及后期强化搅拌的目的． 本文基于 100 t 炼钢转炉，研 究了四孔超音速氧枪喷吹时枪位变化对熔池流动状况的影响． 研究发现: 低枪位有利于增加射流冲击深度，加速熔池表层钢 液; 高枪位有利于增大射流冲击面积，促进钢液速度在径向方向上均匀分布，增加熔池底部钢液速度． 随着枪位从 1. 2 m 提高 至 1. 8 m，冲开渣层的直径从 2. 119 m 增加为 2. 645 m，射流的冲击深度显著降低． 关键词 炼钢; 钢液; 流速; 供氧; 枪位 分类号 TF713. 1 Effect of oxygen lance position on the flow velocity of molten steel in BOF LI Zhi-zheng，ZHU Ｒong，LIU Ｒun-zao，L Ming ，WANG Hui-zhi School of Metallurgical and Ecological Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China  Corresponding author，E-mail: lvmingsteel@ 163． com ABSTＲACT In the converter steelmaking process，oxygen lance position is adjusted to realize slagging，decarburization，heating and stirring． The effect of oxygen lance position on molten pool flow was studied when blowing by a four-hole supersonic oxygen lance in a 100 t converter． It is found that low lance position has significant benefit to increase the impact depth and the flow velocity of molten steel at the surface，but high lance position is in favor of enlarging the jet flow impact area，improving the uniform velocity distribution of molten steel in the radial direction and increasing the flow velocity of molten steel at the furnace bottom． When the lance position in￾creases from 1. 2 m to 1. 8 m，the impact cavity of the slag layer enlarges from 2. 119 m to 2. 645 m and the impact depth of jet flow de￾creases obviously． KEY WOＲDS steelmaking; molten steel; flow velocity; oxygen supply; lance position 收稿日期: 2013--08--15 基金项目: “十二五”国家科技支撑资助项目( 2012BAC27B01) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． s1． 004; http: / /journals． ustb． edu． cn 转炉炼钢是采用超音速氧枪向熔池供氧完成脱 磷、脱碳及升温的冶金任务． 超音速氧气射流与熔 池接触时对熔池产生强烈的冲击作用［1］，实现熔池 中气体、炉渣和金属液的三相流动［2］，改善氧气与 熔池中元素反应的接触面积，加速熔池流动． 目前，数值模拟技术已广泛应用于研究钢铁冶 金过程的流场分布［3］． Asahara 等［4］利用 CFD 模拟 研究了冲击凹坑形状和喷溅特性与多孔氧枪的顶吹 特性之间的关系; 徐栋等［5］利用三维数值模拟研究 了 100 t 顶吹转炉炉内不同时期冲击形貌和速度分 布以及熔池内部不同深度处速度分布情况，发现顶 吹转炉冲击凹坑处钢液具有较大的速度，炉底和炉 壁底部钢液流动速度较小． 相关研究主要集中在气 体射流和熔池的搅拌方面． 我国钢铁企业的转炉炼钢主要采用“恒压变 枪”的操作方式，即通过供氧枪位的控制实现前期 化渣、中期脱碳升温、后期强化搅拌［6--7］; 但有关枪 位变化对炼钢熔池流动的影响鲜有研究． 本文基于 100 t 转炉，采用四孔超音速氧枪，研究氧枪枪位的 改变对转炉炼钢熔池流场的影响． 1 模型建立 1. 1 控制方程 炼钢气液两相流模型采用的是 VOF 模型． VOF

·16 北京科技大学学报 第36卷 模型通过跟踪流体域内每个控制单元的体积分数来 G+G-p&-YM +S (5) 求解单个动量方程，可以模拟两相或者更多相的流 体流动，其典型的应用是跟踪稳态或瞬态的气液界 是ae）+品aeu)=是Iu+台)]+ 面.由于钢液和上部的空气和氧气射流（模型不考 、2 (6) 虑炼钢渣相)之间存在明显的界面，故采用多相流 C是(G+C6)-Cp是+S VOF模型. 式中，p为气体密度，t为时间，u:为流体i方向的流 在任意一个计算区域内，各相的体积分数之和 速，G:为由平均速度梯度产生的湍流动能，4，为湍流 为1，即 黏度，G,为由浮力产生的湍流动能，Y为由可压缩 湍流脉动产生的湍流耗散率，σ，和σ，分别是k和ε ya:=1. (1) 湍流的湍流普朗特数，S与S为自定义源项，C 控制体中的变量和参数利用各相体积分数α：通过体 C2和C为常数. 积平均方式计算得到，如密度p的计算公式： 1.3物理模型 p=dgs+aalagP ag+aseelp steel. (2) 在物理模型中将炼钢转炉的几何形状简化为圆 其他的物理属性也通过这种方式求得 柱体形，主要是为了简化网格划分的方便，用一个半 VOF中的连续性方程如下： 径为2.0m的圆柱体代替转炉.根据四孔氧枪的几 l2a+Taa)=及+3 何对称性将原实物模型抽象为如图1所示的1/8氧 (m-m）] 枪模型.图2(a)是100t转炉模型结构示意图，采用 (3) 的氧枪为四孔超音速氧枪，如图2(b)所示.转炉及 式中，m,为第i相流向第j相的质量，m为第j相流 氧枪的主要参数如表1所示. 向第i相的质量. 入口 氧枪 动量方程如式(4)所示，其中的密度等属性通 放大 过体积平均方式得到： 气体 是pu）+rau）- 熔池 Vp+V lu(Vu+Vu +pg+F (4) 式中，p为气体密度，u为流体的瞬时速度，t为时间， p为静压力，4为流体的黏度，g为重力加速度，F为 图11/8四孔氧枪炼钢气液两相流模型 其他外部体积力 Fig.I Oneeighth of the multiphase model with a 4-hole oxygen 1.2湍流模型 lance nozzle 湍流模型采用标准的k一ε模型，其K一ε方程中 1.4假设条件 的常数由经验公式给出，近壁流采用标准壁面函数 模型的建立需假设以下几点： 法处理.湍流动能k和湍流耗散率ε通过下面两式 (1)不考虑炼钢过程熔池及气体间的化学反应 得到： 和熔渣泡沫化对射流的影响： 是+oa)-是Iu+台)]+ (2)氧气、炉渣和钢液均为牛顿流体； (3)氧枪喷头内部所有连接处都很光滑，忽略 人口 出口 人口 一氧枪 壁面 壁面 出口 1010 b 图2四孔氧枪转炉模型.(a)转炉：(b)四孔氧枪 Fig.2 Model of a converter with a 4-hole oxygen lance nozzle.(a)converter:(b)4-ole oxygen lance nozze

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 模型通过跟踪流体域内每个控制单元的体积分数来 求解单个动量方程，可以模拟两相或者更多相的流 体流动，其典型的应用是跟踪稳态或瞬态的气液界 面． 由于钢液和上部的空气和氧气射流( 模型不考 虑炼钢渣相) 之间存在明显的界面，故采用多相流 VOF 模型． 在任意一个计算区域内，各相的体积分数之和 为 1，即 ∑ n i = 1 ai = 1． ( 1) 控制体中的变量和参数利用各相体积分数 ai通过体 积平均方式计算得到，如密度 ρ 的计算公式: ρ = agasρgas + aslagρslag + asteelρsteel ． ( 2) 其他的物理属性也通过这种方式求得． VOF 中的连续性方程如下: 1 ρ [ i  t ( αiρi ) + Δ ( αiρiui ) = Sαi + ∑ n j = 1 ( mji － mij ] ) ( 3) 式中，mij为第 i 相流向第 j 相的质量，mji为第 j 相流 向第 i 相的质量． 动量方程如式( 4) 所示，其中的密度等属性通 过体积平均方式得到:  t ( ρu) + Δ ( ρuu) = － Δ p + Δ ［μ( Δ u + Δ uT ) ］+ ρg + F ( 4) 式中，ρ 为气体密度，u 为流体的瞬时速度，t 为时间， p 为静压力，μ 为流体的黏度，g 为重力加速度，F 为 其他外部体积力． 图 2 四孔氧枪转炉模型． ( a) 转炉; ( b) 四孔氧枪 Fig． 2 Model of a converter with a 4-hole oxygen lance nozzle． ( a) converter; ( b) 4-hole oxygen lance nozzle 1. 2 湍流模型 湍流模型采用标准的 κ--ε 模型，其 κ--ε 方程中 的常数由经验公式给出，近壁流采用标准壁面函数 法处理． 湍流动能 κ 和湍流耗散率 ε 通过下面两式 得到:  t ( ρk) +  xi ( ρkui ) =  x [ ( j μ + μt σ ) k k x ] i + Gk + Gb － ρε － YM + Sk， ( 5)  t ( ρε) +  xi ( ρεui ) =  x [ ( j μ + μt σ ) ε ε x ] i + C1ε ε k ( Gk + C3εGb ) － C2ε ρ ε2 k + Sε ． ( 6) 式中，ρ 为气体密度，t 为时间，ui为流体 i 方向的流 速，Gk为由平均速度梯度产生的湍流动能，μt为湍流 黏度，Gb为由浮力产生的湍流动能，YM为由可压缩 湍流脉动产生的湍流耗散率，σk和 σε分别是 k 和 ε 湍流的湍流普朗特数，Sk 与 Sε 为自定义源项，C1ε、 C2ε和 C3ε为常数． 1. 3 物理模型 在物理模型中将炼钢转炉的几何形状简化为圆 柱体形，主要是为了简化网格划分的方便，用一个半 径为 2. 0 m 的圆柱体代替转炉． 根据四孔氧枪的几 何对称性将原实物模型抽象为如图 1 所示的 1 /8 氧 枪模型． 图 2( a) 是 100 t 转炉模型结构示意图，采用 的氧枪为四孔超音速氧枪，如图 2( b) 所示． 转炉及 氧枪的主要参数如表 1 所示． 图 1 1 /8 四孔氧枪炼钢气液两相流模型 Fig． 1 One-eighth of the multiphase model with a 4-hole oxygen lance nozzle 1. 4 假设条件 模型的建立需假设以下几点: ( 1) 不考虑炼钢过程熔池及气体间的化学反应 和熔渣泡沫化对射流的影响; ( 2) 氧气、炉渣和钢液均为牛顿流体; ( 3) 氧枪喷头内部所有连接处都很光滑，忽略 ·16·

增刊1 李智峥等：转炉氧枪枪位对炼钢熔池流速的影响 ·17· 表1转炉及氧枪的主要参数 (1)氧枪拉瓦尔喷管入口：设定为压力入口.氧 Table 1 Parameters of the converter and oxygen lance nozzle 压P。=0.79MPa.入口氧气温度等于环境温度300K. 参数 数值 参数 数值 (2)圆柱体容器上底面：采用压力出口，其值等 转炉容量/： 100 喉口直径/mm 36 于环境压力0.10MPa,温度等于环境温度300K. 熔池深度/m 1.06 出口直径/mm 46.53 (3)氧枪喷头内部壁面、圆柱体容器的侧面和 转炉直径/m 4.01 喷孔夹角/() 12.75 下底面：墙壁边界，采用无滑移边界条件，壁面附近 供氧流量/(m3.h-)18500 枪位/m 1.2/1.5/1.8 流场采用标准壁面函数计算. (4)轴对称边界：边界类型设定为轴对称.在 管内摩擦； 对称边界上法向速度为零，其他物理量的法向梯度 (4)喷管内靠近壁面的流体是黏性的，喷管外 也为零 的整个流场中的气体均为理想气体： (5)射流计算空间的边界压力等于环境压力： 2模拟结果分析 (6)未考虑界面张力和表面张力： (7)氧枪出口温度为室温； 2.1速度场 (8)氧枪壁面是绝热面 图3是不同供氧枪位条件下的熔池纵截面上的 1.5边界条件 等速度图，图中标示出了渣液及钢液的轮廓.随着 气液两相流模型的边界条件设置如下. 枪位的提高，射流的冲击面积增大而冲击深度减小. (a -2 (b) 0 -0.5 0.5 300 -1.0 200 -1.0 炉渣 护渣 炉渣 炉渣 -1.5 0 钢液面 02 钢液面 2.0 0.1 0.1 -0.05 25 0.06 velocity-magnitude 0.05 0.1 0.2 1 25 75 200 300 velocity-magnitude 0.05 0.1 0.2 1 25 75 200 300 (c) 300 -0.5 -1.0 -1.5 75 -2.0 03 钢液面 -2.5 -3.0 velocity-magnitude 0.05 0.1 0.2 1 25 75 200 300 图3不同枪位时转炉纵截面射流等速度图（单位：ms).(a)1.2m:(b)1.5m:(c)1.8m Fig.3 Isovelocity diagram at the longitudinal cross-section of BOF (unit:ms)with different oxygen lance positions:(a)1.2 m:(b)1.5m: (c)1.8m 治炼过程中，超音速氧气射流穿透渣层，冲击熔 捉钢液面波形图，通过图形处理计算射流凹坑形状 池液面形成凹坑.射流冲击的凹坑形状决定氧气与 参数，各形状参数如图4所示.其中，D1为射流在渣 钢液的直接接触面积，同时影响熔池流动.不同工 层上冲击渣的直径，H,为射流在渣层上冲击出渣坑 况下，射流冲击凹坑的变化情况，利用数值模拟可捕 的深度，D为射流冲击钢液凹坑直径，H为射流冲击

增刊 1 李智峥等: 转炉氧枪枪位对炼钢熔池流速的影响 表 1 转炉及氧枪的主要参数 Table 1 Parameters of the converter and oxygen lance nozzle 参数 数值 参数 数值 转炉容量/t 100 喉口直径/mm 36 熔池深度/m 1. 06 出口直径/mm 46. 53 转炉直径/m 4. 01 喷孔夹角/( °) 12. 75 供氧流量/( m3 ·h － 1 ) 18500 枪位/m 1. 2 /1. 5 /1. 8 管内摩擦; ( 4) 喷管内靠近壁面的流体是黏性的，喷管外 的整个流场中的气体均为理想气体; ( 5) 射流计算空间的边界压力等于环境压力; ( 6) 未考虑界面张力和表面张力; ( 7) 氧枪出口温度为室温; ( 8) 氧枪壁面是绝热面． 1. 5 边界条件 气液两相流模型的边界条件设置如下． ( 1) 氧枪拉瓦尔喷管入口: 设定为压力入口． 氧 压 P0 =0. 79 MPa． 入口氧气温度等于环境温度300 K． ( 2) 圆柱体容器上底面: 采用压力出口，其值等 于环境压力 0. 10 MPa，温度等于环境温度 300 K． ( 3) 氧枪喷头内部壁面、圆柱体容器的侧面和 下底面: 墙壁边界，采用无滑移边界条件，壁面附近 流场采用标准壁面函数计算． ( 4) 轴对称边界: 边界类型设定为轴对称． 在 对称边界上法向速度为零，其他物理量的法向梯度 也为零． 2 模拟结果分析 2. 1 速度场 图 3 是不同供氧枪位条件下的熔池纵截面上的 等速度图，图中标示出了渣液及钢液的轮廓． 随着 枪位的提高，射流的冲击面积增大而冲击深度减小． 图 3 不同枪位时转炉纵截面射流等速度图( 单位: m·s － 1 ) ． ( a) 1. 2 m; ( b) 1. 5 m; ( c) 1. 8 m Fig． 3 Isovelocity diagram at the longitudinal cross-section of BOF ( unit: m·s － 1 ) with different oxygen lance positions: ( a) 1. 2 m; ( b) 1. 5 m; ( c) 1. 8 m 冶炼过程中，超音速氧气射流穿透渣层，冲击熔 池液面形成凹坑． 射流冲击的凹坑形状决定氧气与 钢液的直接接触面积，同时影响熔池流动． 不同工 况下，射流冲击凹坑的变化情况，利用数值模拟可捕 捉钢液面波形图，通过图形处理计算射流凹坑形状 参数，各形状参数如图 4 所示． 其中，D1为射流在渣 层上冲击渣的直径，H1为射流在渣层上冲击出渣坑 的深度，D 为射流冲击钢液凹坑直径，H 为射流冲击 ·17·

·18 北京科技大学学报 第36卷 钢液凹坑深度，h为钢液凹坑凸起高度. 中的等速度线在径向方向上扁平，速度在径向上 氧枪 分布更均匀. 表2不同枪位下的熔池凹坑形状参数 氧气 Table 2 Shape parameters of the impact cavity in the molten bath under different lance positions D 枪位 D pr H H 炉渣 白 炉渣 1.2 1.359 2.119 0.1610.187 0.409 1.5 1.388 2.2130.102 0.182 0.373 钢液面 钢液 1.8 1.566 2.645 0.0830.157 0.365 图5~图7是不同钢液深度处的速度分布立体 图4液面形状图 图.从立体图中可以明显看出，熔池正中心由于没 Fig.4 Steel level oscillogram 有射流冲击，速度较低，氧枪出口射流冲击的区域， 不同供氧枪位下射流冲击凹坑的参数如表2 钢液出现峰值.在低枪位下，熔池上部（如液面下 所示.熔池中的速度场有明显变化，随着枪位从 0.2m处)的钢液速度更大，产生的液面波动更为显 1.2m提高至1.8m,冲开渣层的直径从2.119m 著；在高枪位下，熔池底部（如液面下0.8m处）的钢 增加为2.645m,射流的冲击深度显著降低.熔池 液速度更大 ■见 velocity-magnitude:0.05 0.1 0.2 0.3 0.4 velocity-magnitude:0.05 0.1 0.2 0.3 0.4 velocity-magnitude:0.05 0.I 0.2 0.3 0.4 2 0 0.4 04 0.2 02 02 0 0 (u) (b) (c) 图5不同枪位时钢液面下0.2m处的速度分布立体图.(a)1.2m:(b)1.5m:(c)1.8m Fig.5 3D velocity distribution at 0.2m below the steel level when the oxygen lance position is at (a)1.2m,(b)1.5m,and (e)1.8m 国 题门 velocity-magnitude:005 007 009 0.15 elocity-magnitude:005 0.10101230.15 veloeity-magnitude:0507.130.1 0.15 0.15 0.15 0.10 0.10 0.10 0.05 0.05 0.05 04 2元 (a ) fej 图6不同枪位时钢液面下0.5m处的速度分布立体图.(a)1.2m:(b)1.5m;(c)1.8m Fig.6 3D velocity distribution at 0.5m below the steel level when the oxygen lance position is at (a)1.2m,(b)1.5m.and (c)1.8m 2.2径向速度 钢液的最大速度从枪位1.2m时的0.48m·s-1,降 图8是不同熔池深度处钢液速度的径向分布. 低到枪位1.5m的0.33ms1和枪位1.8m的0.27 可以看出，随着供氧枪位的提高，钢液面下0.2m处 ms-1,如图8(a)所示.在钢液面下0.5m处的钢液

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 钢液凹坑深度，h 为钢液凹坑凸起高度． 图 4 液面形状图 Fig． 4 Steel level oscillogram 不同供氧枪位下射流冲击凹坑的参数如表 2 所示． 熔池中的速度场有明显变化，随着枪位从 1. 2 m 提高至 1. 8 m，冲开渣层的直径从 2. 119 m 增加为 2. 645 m，射流的冲击深度显著降低． 熔池 中的等速度线在径向方向上扁平，速度在径向上 分布更均匀． 表 2 不同枪位下的熔池凹坑形状参数 Table 2 Shape parameters of the impact cavity in the molten bath under different lance positions m 枪位 D D1 h H H1 1. 2 1. 359 2. 119 0. 161 0. 187 0. 409 1. 5 1. 388 2. 213 0. 102 0. 182 0. 373 1. 8 1. 566 2. 645 0. 083 0. 157 0. 365 图 5 ～ 图 7 是不同钢液深度处的速度分布立体 图． 从立体图中可以明显看出，熔池正中心由于没 有射流冲击，速度较低，氧枪出口射流冲击的区域， 钢液出现峰值． 在低枪位下，熔池上部( 如液面下 0. 2 m 处) 的钢液速度更大，产生的液面波动更为显 著; 在高枪位下，熔池底部( 如液面下 0. 8 m 处) 的钢 液速度更大． 图 5 不同枪位时钢液面下 0. 2 m 处的速度分布立体图 . ( a) 1. 2 m; ( b) 1. 5 m; ( c) 1. 8 m Fig． 5 3D velocity distribution at 0. 2 m below the steel level when the oxygen lance position is at ( a) 1. 2 m，( b) 1. 5 m，and ( c) 1. 8 m 图 6 不同枪位时钢液面下 0. 5 m 处的速度分布立体图 . ( a) 1. 2 m; ( b) 1. 5 m; ( c) 1. 8 m Fig． 6 3D velocity distribution at 0. 5 m below the steel level when the oxygen lance position is at ( a) 1. 2 m，( b) 1. 5 m，and ( c) 1. 8 m 2. 2 径向速度 图 8 是不同熔池深度处钢液速度的径向分布． 可以看出，随着供氧枪位的提高，钢液面下 0. 2 m 处 钢液的最大速度从枪位 1. 2 m 时的 0. 48 m·s － 1 ，降 低到枪位 1. 5 m 的 0. 33 m·s － 1 和枪位 1. 8 m 的 0. 27 m·s － 1 ，如图 8( a) 所示． 在钢液面下 0. 5 m 处的钢液 ·18·

增刊1 李智峥等：转炉氧枪枪位对炼钢熔池流速的影响 ·19· ■■ velocity-magnitude:0.01 0.03 0.05 006 0.07 0.08 0.00 0.10 velocity-magmitude:001 0.03 0.05 006 0.07 0.C8 0.09 010 velocity-magnitude:00.10 12 3015 0.15 015 0.10 0.10 0.10 0.05 0.05 0.05 (a) b e 图7不同枪位时钢液面下0.8m处的速度分布立体图.(a)1.2m:(b)1.5m:(c)1.8m Fig.7 3D velocity distribution at 0.8m below the steel level when the oxygen lance position is at (a)1.2m,(b)1.5m,and (c)1.8 m 05 0,18 a (b) 枪位：1.5m 0.4 枪位：1.2 0.15上枪位：1.8m 枪位：15m 03 0.12 0.09 枪位：1.2m 0.2 枪位：1.8m 0.06 0,l 0.03 0 0 半径m 半径m 0.10 (e) 枪位：18m 0.08 枪位：15m 0.06 0.04 枪位：12m 0.02 0 半径m 图8不同熔池深度处径向速度.(a)0.2m;(b)0.5m:(c)0.8m Fig.8 Radial velocity distribution under different bath depths:(a)0.2 m:(b)0.5 m:(c)0.8 m 最大速度基本相同.但由于枪位升高，射流在熔池 增加，钢液流速度在径向上分布更加均匀.因此，降 中的冲击面积增大，钢液速度的径向峰值处到熔池 低冶炼枪位有利于增大熔池冲击深度以及提高熔池 中心的水平距离增加，钢液在径向上的高速度分布 表层钢液速度：提高枪位有利于增大射流冲击面积 区域更大，如图8(b)所示.图8(c)中显示，在熔池 以及促进钢液速度在径向方向上均匀分布，并加速 液面下0.8m的地方，随着枪位的增加，径向最大速 熔池底部的钢液流动 度由枪位1.2m时0.06m·s-1,增加到1.5m时 0.07ms-和1.8m时0.09ms-1. 3结论 由以上分析可以看出：在钢液面下0.2m处，钢 本文基于100t炼钢转炉，建立了四孔超音速氧 液流速随着枪位的升高而降低：钢液面下0.8m处 枪喷吹的三相数学模型，模拟了转炉内氧气射流、熔 钢液流动速度随着枪位的升高而增加.随着枪位的 融渣液和钢液之间的相互作用，研究了枪位变化对

增刊 1 李智峥等: 转炉氧枪枪位对炼钢熔池流速的影响 图 7 不同枪位时钢液面下 0. 8 m 处的速度分布立体图 . ( a) 1. 2 m; ( b) 1. 5 m; ( c) 1. 8 m Fig． 7 3D velocity distribution at 0. 8 m below the steel level when the oxygen lance position is at ( a) 1. 2 m，( b) 1. 5 m，and ( c) 1. 8 m 图 8 不同熔池深度处径向速度 . ( a) 0. 2 m; ( b) 0. 5 m; ( c) 0. 8 m Fig． 8 Ｒadial velocity distribution under different bath depths: ( a) 0. 2 m; ( b) 0. 5 m; ( c) 0. 8 m 最大速度基本相同． 但由于枪位升高，射流在熔池 中的冲击面积增大，钢液速度的径向峰值处到熔池 中心的水平距离增加，钢液在径向上的高速度分布 区域更大，如图 8( b) 所示． 图 8( c) 中显示，在熔池 液面下 0. 8 m 的地方，随着枪位的增加，径向最大速 度由枪位 1. 2 m 时 0. 06 m·s － 1 ，增加到 1. 5 m 时 0. 07 m·s － 1 和 1. 8 m 时 0. 09 m·s － 1 ． 由以上分析可以看出: 在钢液面下 0. 2 m 处，钢 液流速随着枪位的升高而降低; 钢液面下 0. 8 m 处 钢液流动速度随着枪位的升高而增加． 随着枪位的 增加，钢液流速度在径向上分布更加均匀． 因此，降 低冶炼枪位有利于增大熔池冲击深度以及提高熔池 表层钢液速度; 提高枪位有利于增大射流冲击面积 以及促进钢液速度在径向方向上均匀分布，并加速 熔池底部的钢液流动． 3 结论 本文基于 100 t 炼钢转炉，建立了四孔超音速氧 枪喷吹的三相数学模型，模拟了转炉内氧气射流、熔 融渣液和钢液之间的相互作用，研究了枪位变化对 ·19·

·20· 北京科技大学学报 第36卷 熔池中钢液流动状况、射流的冲击深度及面积的影 metal droplet-gas emulsion in oxygen steelmaking converters.IS/ 响，得到以下结论： n,1996,36(6):658 (1)随着枪位从1.2m提高至1.8m,冲开渣层 B] Szekely J.Mathematical models in new process development. J0M,1990,42(2):16 的直径从2.119m增加为2.645m,射流的冲击深度 [4]Asahara N,Naito K,Kitagawa I,et al.Fundamental study on in- 显著降低 teraction between top blown jet and liquid bath.Steel Res Int, (2)当供氧枪位从1.2m升高到1.5m和1.8m 2011,82(5):587 时，熔池钢液面下0.2m处钢液的最大速度从0.48 [5]Xu D,Cang D Q,Qin L X.Numerical simulation of three dimen- ms1依次降低到0.33ms1和0.27ms-1,在熔池 sional fluid flow of basic oxygen fumace.Steelmaking,2011,27 (4):41 液面下0.8m处最大速度由0.06ms依次增加到 (徐栋，苍大强，秦丽雪.氧气顶吹转炉三维流场数值模拟 0.07ms-和0.09ms-1 炼钢，2011,27(4)：41) (3)低枪位有利于增加射流冲击深度，加速熔 [6]Yang WY,Ding YL,Wang M L,et al.Water modeling of inter- 池表层钢液：高枪位有利于增大射流冲击面积，促进 action between jets from multi-nozzle lance and bath in large con- 钢液速度在径向方向上均匀分布，增加熔池底部钢 verter.Iron Steel,2004,39(3)16 (杨文远，丁永良，王明林，等.大型转炉多孔喷头射流与熔 液速度 池作用的水模研究.钢铁，2004,39(3)：16) 7]Liu X,Wang X L,Zhang Z,et al.Optimization of control process 参考文献 of a 210t top and bottom combined blown converter steelmaking. [1]Naito K 1,Ogawa Y,Inomoto T,et al.Characteristics of jets from Spec Steel,2011,32(1):34 top-blown lance in converter.IS/J Int,2000,40(1)23 (刘霞，王晓丽，张昭，等.210t顶底复吹转炉炼钢控制工艺 Deo B,Karamcheti A,Paul A,et al.Characterization of slag- 的优化.特殊钢，2011,32(1)：34)

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 熔池中钢液流动状况、射流的冲击深度及面积的影 响，得到以下结论: ( 1) 随着枪位从 1. 2 m 提高至 1. 8 m，冲开渣层 的直径从 2. 119 m 增加为 2. 645 m，射流的冲击深度 显著降低． ( 2) 当供氧枪位从1. 2 m 升高到1. 5 m 和1. 8 m 时，熔池钢液面下 0. 2 m 处钢液的最大速度从 0. 48 m·s － 1 依次降低到 0. 33 m·s － 1 和 0. 27 m·s － 1 ，在熔池 液面下 0. 8 m 处最大速度由 0. 06 m·s － 1 依次增加到 0. 07 m·s － 1 和 0. 09 m·s － 1 ． ( 3) 低枪位有利于增加射流冲击深度，加速熔 池表层钢液; 高枪位有利于增大射流冲击面积，促进 钢液速度在径向方向上均匀分布，增加熔池底部钢 液速度． 参 考 文 献 ［1］ Naito K I，Ogawa Y，Inomoto T，et al． Characteristics of jets from top-blown lance in converter． ISIJ Int，2000，40( 1) : 23 ［2］ Deo B，Karamcheti A，Paul A，et al． Characterization of slag￾metal droplet-gas emulsion in oxygen steelmaking converters． ISIJ Int，1996，36 ( 6) : 658 ［3］ Szekely J． Mathematical models in new process development． JOM，1990，42( 2) : 16 ［4］ Asahara N，Naito K，Kitagawa I，et al． Fundamental study on in￾teraction between top blown jet and liquid bath． Steel Ｒes Int， 2011，82( 5) : 587 ［5］ Xu D，Cang D Q，Qin L X． Numerical simulation of three dimen￾sional fluid flow of basic oxygen furnace． Steelmaking，2011，27 ( 4) : 41 ( 徐栋，苍大强，秦丽雪． 氧气顶吹转炉三维流场数值模拟． 炼钢，2011，27( 4) : 41) ［6］ Yang W Y，Ding Y L，Wang M L，et al． Water modeling of inter￾action between jets from multi-nozzle lance and bath in large con￾verter． Iron Steel，2004，39( 3) : 16 ( 杨文远，丁永良，王明林，等． 大型转炉多孔喷头射流与熔 池作用的水模研究． 钢铁，2004，39( 3) : 16) ［7］ Liu X，Wang X L，Zhang Z，et al． Optimization of control process of a 210 t top and bottom combined blown converter steelmaking． Spec Steel，2011，32( 1) : 34 ( 刘霞，王晓丽，张昭，等． 210 t 顶底复吹转炉炼钢控制工艺 的优化． 特殊钢，2011，32( 1) : 34) ·20·